宋杰，廖振強，李佳圣，肖俊波

(南京理工大學 機械工程學院，江蘇 南京210094)

0 引言

導氣式自動機［1］具有結(jié)構(gòu)簡單，通過調(diào)節(jié)導氣裝置改變自動機后坐速度，減小自動機與機匣之間的碰撞力，有利于降低武器后坐力、提高武器射擊精度?；鹚帤怏w利用是否合理，直接影響到武器的結(jié)構(gòu)和性能。文獻［2］通過采用布拉文經(jīng)驗公式求解內(nèi)能源轉(zhuǎn)管機槍導氣裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)對導氣室壓力變化的影響，文獻［3］由熱力學第一定律推導出一維定常情況下導氣室動力學基本方程組，文獻［4］建立內(nèi)彈道與導氣裝置耦合的導氣式自動武器變質(zhì)量熱力學計算模型，定量分析導氣裝置不同參數(shù)對導氣室壓力和自動機速度的影響規(guī)律。然而，考慮到某大口徑高初速榴彈發(fā)射器槍管壁面及導氣裝置氣室壁面面積大，必須考慮火藥燃氣與管壁的熱量交換，且槍管在發(fā)射過程中處于浮動狀態(tài)，導氣裝置氣室壓力對槍管的作用力不能忽略。文獻［2 -4］計算模型均未考慮槍管及導氣室對外界散熱的影響且模型中槍管與機匣無相對運動，文獻［2 -3］采用經(jīng)驗公式建立的計算模型不能求解導氣孔直徑、初始容積對導氣室壓力的影響規(guī)律。

為了克服上述研究不足，結(jié)合某大口徑高初速榴彈發(fā)射器導氣與槍管浮動混合式自動機結(jié)構(gòu)特點，建立考慮熱散失及槍管浮動影響的一維準定常氣體運動計算模型，對采用浮動發(fā)射技術［5］的高初速榴彈發(fā)射器進行動力學仿真，將仿真模型計算結(jié)果與實驗結(jié)果進行對比，驗證仿真模型的正確性。通過調(diào)整導氣裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)，合理利用導氣裝置火藥氣體沖量:一方面，可以使槍管組件減速，降低槍管組件后坐到位對機匣的撞擊力;另一方面，使槍機框組件加速，獲得足夠能量完成抽殼、拋殼、后坐到位，以期實現(xiàn)導氣與槍管浮動混合式自動機在高初速榴彈發(fā)射器上的應用并實現(xiàn)武器低后坐發(fā)射。

1 導氣裝置計算模型

1.1 物理過程及基本假設

導氣與槍管浮動混合式自動機示意圖如圖1 所示。槍機框在其復進簧作用下帶動槍機完成閉鎖動作，在槍機框開鎖后走自由行程時，槍機框的楔形面撞擊槍管鎖扣，完成對槍管解鎖動作，隨后槍機框組件與槍管組件在機框防跳器作用下扣合在一起共同復進。當槍機框組件與槍管組件運動至最大前沖位置時擊發(fā)底火，發(fā)射藥被點燃。彈底壓力大于彈丸擠進壓力時，彈丸在火藥燃氣壓力作用下擠進膛線加速運動，槍機在火藥燃氣作用下帶動槍管組件開始后坐。當彈丸經(jīng)過導氣孔時，部分火藥燃氣由導氣孔流入導氣室，導氣室內(nèi)壓力升高，由于開始時膛內(nèi)與導氣室內(nèi)壓力差很大，導氣孔處出現(xiàn)臨界流動。導氣室壓力升高后，一方面推動活塞加速運動，活塞解脫機框防跳器，另一方面迫使槍管減速?；钊c導氣室之間存在配合間隙，部分導氣室內(nèi)高壓氣體通過間隙流入外界大氣。隨著膛內(nèi)氣壓降低及槍管與活塞運動導致導氣室氣室容積增大，導氣室壓力達到峰值后開始降低。當膛內(nèi)壓力與導氣室壓力之比不能構(gòu)成臨界條件，氣流以非臨界流動流入導氣室。當二者壓力相等時，膛內(nèi)火藥氣體停止流入導氣室。在后效期內(nèi)膛內(nèi)氣體由膛口流出，膛內(nèi)壓力比導氣室氣體壓力下降快，氣體出現(xiàn)反流，自導氣室流入膛內(nèi)。開始反流時，壓力差較小出現(xiàn)非臨界流動，隨后由于膛內(nèi)壓力下降快，壓力差增大出現(xiàn)臨界流動。最后膛內(nèi)壓力出現(xiàn)大氣壓，導氣室壓力也不是很高，以非臨界流動告終。最終槍管被槍管鎖扣卡在槍管首發(fā)初始位置處，槍機框被阻鐵掛機于機匣后方(單發(fā)射擊模式)或者槍機框繼續(xù)復進完成下一發(fā)自動循環(huán)動作(連發(fā)射擊模式)。

圖1 導氣與槍管浮動混合式自動機示意圖Fig.1 Sketch of automatic mechanism for gas operated and floating barrel operated automatic action

基本假設［6］:

1)內(nèi)彈道采用修正經(jīng)典內(nèi)彈道模型求解，研究后效期時膛內(nèi)氣流以準定常流處理;

2)不考慮導氣裝置內(nèi)氣流參數(shù)分布，將導氣室內(nèi)氣體壓力、密度、溫度取平均參數(shù);

3)導氣室與活塞之間間隙漏氣作臨界流動處理;

4)氣體在管道及間隙形成的流管中，軸向流動效應比橫向效應大得多，因而忽略后者，認為氣體為一維流動，并認為導氣裝置工作時，火藥已燃盡，沒有固相流動;

5)流動中的氣體為完全氣體，不計質(zhì)量力。

1.2 氣體計算模型

氣體計算模型主要包括考慮熱散失的內(nèi)彈道與后效期計算模型、考慮槍管運動及熱散失的導氣室計算模型、導氣裝置與槍管流量方程。

幾何燃燒定律［7］

式中:ψ 為火藥燃燒去的百分比;χ、λ、μ 為火藥藥形系數(shù);Z 為火藥相對厚度。

燃速方程［7］

式中:p 為膛內(nèi)平均壓力;Ik為壓力全沖量。

考慮熱散失膛內(nèi)壓力變化規(guī)律

式中:S 為線膛內(nèi)橫截面積;l 為彈丸在膛內(nèi)行程;lψ為藥室自由容積縮徑長;f 為火藥力;ω 為裝藥量;θ=γ-1，γ 為絕熱指數(shù);v 為彈丸速度;qb為導氣孔處流入導氣室的流量;φ 為計算次要功系數(shù);δQ1為槍管內(nèi)氣流對外界散熱;L0為槍管長度;μk0為膛口氣流流量系數(shù);n 為多變指數(shù);pk為膛口氣流壓力;ρk為膛口氣流密度。A、C、pk、ρk計算參考文獻［6］。

膛內(nèi)氣體與槍管壁面接觸傳熱定律［8］導出方程

式中:ε 取值為419 J·m/(kg·s·℃);ρb為膛內(nèi)導氣孔處氣體密度;Tb為膛內(nèi)導氣孔處氣流溫度;T0為大氣溫度;Sb0為膛內(nèi)初始表面積;d0為彈丸直徑。

藥室自由容積縮徑長

式中:V0為藥室初始容積;ρp為火藥密度;α 為氣體余容。

彈丸運動方程

式中:m 為彈丸質(zhì)量。

膛內(nèi)火藥燃氣密度方程

考慮槍管運動導氣室內(nèi)氣流質(zhì)量守恒方程

式中:ρq為導氣室氣體密度;qq為導氣室漏氣流量;Sh為活塞橫截面積;xh為活塞位移;vh為活塞速度;Sg為導氣室活塞面積;xg為槍管位移;vg為槍管速度;Vq為導氣室初始容積。

活塞、槍管運動方程

式中:mh為活塞質(zhì)量;mjk為槍機框組件質(zhì)量;mg為槍管質(zhì)量;pq為導氣室壓力;p0為大氣壓力;kjk為槍機框簧剛度;pjk為槍機框簧預壓力;Rf1為槍機框與活塞所受摩擦阻力;kg為槍管浮動簧剛度;pg為槍管簧預壓力;Rf2為槍管所受阻力。

考慮槍管運動導氣室內(nèi)氣流能量守恒方程

式中:δQ2為導氣室氣流對外界散熱;eb為流入導氣室單位質(zhì)量氣體所具有的能量;eq為從導氣室間隙漏出的單位質(zhì)量氣體所具有的能量。

導氣室內(nèi)氣體與活塞筒接觸傳熱定律導出方程

式中:Tq為導氣室內(nèi)氣流溫度;Sq0為導氣室初始表面積;dg為活塞名義直徑。

膛內(nèi)向?qū)馐伊魅氲谋饶芰糠匠?/p>

式中:Cp為火藥氣體比熱容;pb為導氣孔處膛內(nèi)壓力。

導氣室漏氣的比能量方程

理想氣體狀態(tài)方程

導氣室流量方程［9］

活塞間隙流量方程

式中:μb為導氣孔處流量系數(shù);d 為導氣孔直徑;μq為活塞處漏氣系數(shù)。

2 模型驗證及仿真結(jié)果分析

2.1 模型驗證

實驗方法:用螺栓將實驗架座固定在射擊平臺上，將高初速榴彈發(fā)射器通過夾具固接于滑移架座，滑移架座可在實驗架座上自由滑動。射擊前，將滑移架座拉至實驗架座最后方，將壓力傳感器右端與固定實驗架固結(jié)，左端與彈簧右端連接，而彈簧的左端與槍托橡膠墊右端連接。在仿真計算中，彈簧剛度取60 ～80 N/mm，阻尼取0.03 ～0.05 N·s/mm 替代實驗中彈簧系統(tǒng)剛度與阻尼，仿真計算結(jié)果與實驗結(jié)果基本吻合。射擊時，滑移架座后坐壓彈簧阻尼系統(tǒng)，測得武器系統(tǒng)后坐力曲線。槍管組件、槍機框組件、機匣組件沿槍管軸線方向位移時間曲線通過高速攝影法［10-11］測得，將位移時間曲線求導濾波得速度時間曲線。圖2 為高速攝影圖像采集榴彈發(fā)射器榴彈擊發(fā)瞬間實驗圖。

圖2 高速攝影圖像采集實驗圖Fig.2 Test chart of image acquisition by high-speed photography

圖3為榴彈發(fā)射器自動機速度時間圖，分別為實驗測得的槍機框速度時間曲線和槍管速度時間曲線，仿真計算求得的槍機框速度時間曲線和槍管速度時間曲線。圖4 為仿真計算求得的自動機位移時間曲線和導氣室壓力時間曲線。圖5 為膛壓曲線與導氣室壓力曲線。圖6 為武器系統(tǒng)后坐力實驗曲線與理論曲線。表1 為自動機運動特征量及武器后坐力的仿真結(jié)果與實驗結(jié)果對比。

圖3 自動機速度時間曲線Fig.3 Speed-time curves of automatic mechanism

圖4 自動機位移時間曲線和導氣室壓力曲線Fig. 4 Displacement-time curves of automatic mechanism and pressure curve of gas chamber

圖5 膛壓曲線與導氣室壓力曲線Fig.5 Curves of bore pressure and gas chamber pressure

圖6 后坐力實驗曲線與仿真曲線Fig.6 Test and simulated curves of recoil

通過對比榴彈發(fā)射器自動機速度曲線與后坐力曲線的仿真結(jié)果與實驗結(jié)果可知，二者基本相符，建立的計算模型是合理、正確的。

2.2 仿真結(jié)果分析

2.2.1 自動機動力學特性分析

本文研究的榴彈發(fā)射器采用槍管浮動式自動機，通過仿真計算，得到自動機速度和位移隨時間變化曲線與后坐力曲線，如圖3 ～圖6 所示。

發(fā)射時，扣扳機解脫槍機框，槍機框在槍機框復進簧作用下復進。當槍機框復進至閉鎖位置時，槍機框速度為4.046 m/s. 槍機完成閉鎖動作，槍機框速度衰減為2.707 m/s. 槍機框走完閉鎖后自由行程，槍機框解脫槍管鎖扣，槍機框與槍管碰撞結(jié)合。槍機框與槍管作為浮動體在浮動簧作用下共同前沖至最大位移處，浮動體獲得最大前沖速度4.051 m/s.擊針撞擊底火，火藥燃氣作用于藥筒與彈頭之間，槍管與槍機框開始后坐。當彈丸經(jīng)過導氣孔時，部分火藥燃氣進入導氣室，導氣室氣體膨脹做功，一方面使槍管減速，另一方面推動活塞使槍機框加速。槍機框由最大前沖位置后坐28 mm 獲得最大后坐速度6.643 m/s，槍管由最大前沖位置后坐21 mm 獲得后坐速度5.05 m/s. 隨后槍機框相對槍管走完開鎖前自由行程進行開鎖，此時膛內(nèi)氣體壓力降為0.5 MPa，開鎖過程是安全的且避免較大的抽殼阻力。槍機完成開鎖動作，槍機框速度為6.01 m/s，槍管速度為3.853 m/s. 隨后槍機框依次完成抽殼、拋殼、后坐到位撞擊緩沖器，直至被阻鐵掛住。其中槍機框撞擊緩沖器前速度為2.728 m/s，復進掛機前撞擊阻鐵速度為2.161 m/s. 與此同時，槍管在浮動簧作用下減速后坐到位，最終被槍管鎖扣掛于初始位置，槍管撞擊槍管鎖扣速度為1.654 m/s. 通過仿真計算，采用導氣與槍管浮動混合式自動機的高初速榴彈發(fā)射器能夠順利完成自動循環(huán)機構(gòu)動作，在原理上是可行的。

表1 自動機運動特征量及后坐力比較Tab.1 The comparison of automatic mechanism moving parameters and recoil

由圖6 后坐力隨時間變化曲線可知，最大后坐力為第2 波峰值，其主要原因是槍管后坐壓縮浮動簧。通過調(diào)整導氣裝置參數(shù)，可以降低槍管后坐位移，進而減少浮動簧壓縮量，降低武器系統(tǒng)最大后坐力。造成第3 波峰值的主要原因是槍機框后坐到位撞擊槍機框緩沖器。改變導氣裝置參數(shù)會對機框后坐速度產(chǎn)生影響，進而影響第3 波峰峰值。第1 波峰值是浮動簧在槍管前沖過程中對武器系統(tǒng)的作用造成的。本文主要研究導氣裝置參數(shù)對武器自動機動力學特性及后坐力影響，因此下文中槍管前沖階段自動機動力學特性不予分析。

2.2.2 熱散失對膛內(nèi)氣流及彈丸初速的影響

比較是否考慮熱散失的膛內(nèi)壓力曲線與導氣室壓力曲線(如圖7 所示)可以看出:考慮熱散失與未考慮熱散失的膛內(nèi)壓力峰值分別為164.7 MPa、165.3 MPa，考慮熱散失比未考慮熱散失的壓力沖量減少4.2 N·s;導氣室壓力考慮熱散失與未考慮熱散失的峰值分別為62.2 MPa、64.0 MPa，考慮熱散失比未考慮熱散失的壓力沖量減少0.6 N·s. 對于膛內(nèi)壓力沖量，考慮熱散失是不考慮熱散失理論計算結(jié)果的96.2%;對于導氣室氣室壓力沖量，考慮熱散失是不考慮熱散失理論計算結(jié)果的94.1%. 比較是否考慮熱散失彈丸速度曲線(如圖8 所示)可以看出，考慮熱散失比未考慮熱散失彈丸飛離膛口端面速度損失可達19.9 m/s. 因此，熱散失對膛壓、導氣室壓力和彈丸初速有較大影響，在求解本樣槍模型的內(nèi)彈道及導氣室氣體參數(shù)時必須考慮熱散失的作用。

圖7 熱散失對膛壓及導氣室壓力的影響Fig.7 Impact of heat loss on bore pressure and gas chamber pressure

3 導氣參數(shù)對自動機特性影響分析

3.1 導氣孔直徑對自動機特性及后坐力影響分析

圖8 熱散失對彈丸初速的影響Fig.8 Impact of heat loss on bullet speed

不同導氣孔直徑對導氣室壓力和自動機速度影響如圖9 和圖10 所示。由圖9 可知，隨著導氣孔直徑增大，導氣室壓力峰值分別為26.8 MPa、38.2 MPa、53.2 MPa、62.1 MPa，導氣孔直徑越大，流入導氣室內(nèi)的火藥氣體越多，壓力上升越高，且導氣孔直徑越小對導氣室壓力變化越敏感。由圖10 可知，導氣孔直徑分別為3 mm、4 mm、6 mm、12 mm，槍機框最大速度分別為6.311 m/s、6.507 m/s、6.693 m/s、6.828 m/s，槍管最大后坐速度分別為4.843 m/s、4.790 m/s、4.699 m/s、4.657 m/s. 導氣孔直徑增大，槍機框后坐最大速度逐漸增大，后坐到位對槍機框緩沖器的撞擊越嚴重，而槍管最大后坐速度逐漸降低，使槍管后坐過程中槍管浮動簧的壓縮量降低，槍管掛機前速度越低，避免對槍管鎖扣劇烈撞擊，提高槍管鎖扣的壽命。

圖9 導氣孔直徑對導氣室壓力的影響Fig.9 Impact of gas-port diameter on gas chamber pressure

圖10 導氣孔直徑對自動機速度的影響Fig.10 Impact of gas-port diameter on automatic mechanism speed

表2 導氣孔直徑對武器性能參數(shù)影響Tab.2 Impact of gas-port diameter on weapon system performance parameters

由表2 可知，導氣孔直徑增大，槍機框與槍管獲得沖量越大，槍管后坐能量越小而槍機框后坐能量越大，后坐力第2 波峰值減小，第3 波峰值增大，武器一個自動循環(huán)時間越短。因此，增大導氣孔直徑有利于降低武器最大后坐力，提高武器射頻。而增大武器導氣孔直徑，一方面使得導氣裝置氣室壓力顯著增大，對導氣裝置強度要求較高且導氣室壓力沖量提升效果減弱，另一方面會導致槍管后坐速度過小無法后坐到位，影響下一發(fā)擊發(fā)動作，槍機框后坐速度過大導致后坐力第3 波峰顯著增大。減小導氣孔直徑來匹配槍管后坐能量及槍機框后坐能量，可將武器系統(tǒng)最大后坐力由976 N 降低為785 N，但導氣室最大壓力卻增加為原來的2.3 倍，調(diào)節(jié)導氣孔直徑在4 ～6 mm 之間較合適。

3.2 導氣孔位置對自動機特性及后坐力影響分析

不同導氣孔位置對導氣室壓力和自動機速度影響如圖11 和圖12 所示。分析結(jié)果表明，導氣孔位置分別為62 mm、92 mm、122 mm、152 mm，導氣室壓力曲線逐漸滯后，機框最大后坐速度分別為6.998 m/s、6.707 m/s、6.418 m/s、6.250 m/s，槍管最大后坐速度分別為4.599 m/s、4.677 m/s、4.817 m/s、4.973 m/s. 隨著導氣孔位置靠近膛口，槍機框后坐最大速度依次減小，降低槍機框后坐到位對機匣的沖擊力，但槍管后坐速度逐漸增大，導致槍管浮動簧壓縮量變大，且槍管復進掛機前速度增大，掛機時對槍管鎖扣沖擊力變大，對槍管鎖扣強度不利。

圖11 導氣孔位置對導氣室壓力影響Fig.11 Impact of gas-port position on gas chamber pressure

圖12 導氣孔位置對自動機速度影響Fig.12 Impact of gas-port position on automatic mechanism speed

由表3 可知，導氣孔位置越靠近彈膛底部，開始流入導氣室的火藥氣體壓力越高，氣體壓力上升快，壓力值高，且氣體對活塞作用的時間越長，活塞傳遞給槍機框獲得更大的沖量，第3 波峰值越大，同樣槍管獲得更大的沖量，后坐力第2 波峰值越小，武器一個自動循環(huán)時間越短。導氣孔靠近膛底有利于降低武器最大后坐力，提高武器射頻且結(jié)構(gòu)較緊湊。但導氣孔位置靠近彈膛底部，一方面導氣孔處高壓氣體的燒蝕和沖刷作用較嚴重，容易使氣孔直徑擴大，影響活動機件動作;另一方面，實驗結(jié)果表明，膛內(nèi)火藥燃燒不完全流入導氣孔內(nèi)對彈丸初速影響較大，會導致槍管后坐能量過小無法后坐至槍管掛機位置，槍機框后坐能量過大導致后坐力第3 波峰顯著增大。由表3 可知，導氣孔位置L =62 mm 時武器系統(tǒng)第3 波峰值取代第2 波峰值成為武器最大后坐力。通過改變導氣孔在槍管開孔位置可以匹配槍管后坐能量及槍機框后坐能量，可將武器系統(tǒng)最大后坐力減小285 N，導氣孔開孔位置在92 ～122 mm之間較為合適。

表3 導氣孔位置對武器性能參數(shù)影響Tab.3 Impact of gas-port position on weapon system performance parameters

3.3 導氣室初始容積對自動機特性及后坐力影響分析

不同導氣室初始容積對導氣室壓力和自動機速度的影響如圖13 和圖14 所示。分析結(jié)果表明，導氣室初始容積分別為5 cm3、10 cm3、15 cm3、25 cm3，導氣室壓力最大值分別為59.5 MPa、51.4 MPa、45.9 MPa、35.4 MPa，槍機框最大速度分別為6.840 m/s、6.816 m/s、6.642 m/s、6.591 m/s，槍管最大后坐速度分別為4.637 m/s、4.662 m/s、4.718 m/s、4.591 m/s. 隨著氣室初始容積的增大，導氣室最大壓力降為原來3/5，槍機框后坐最大速度逐漸減小，而槍管最大后坐速度逐漸增大。

圖13 導氣室初始容積對導氣室壓力影響Fig.13 Impact of initial volume on gas chamber pressure

由表4 可知，增大導氣室初始容積，導氣室內(nèi)壓力上升慢，槍管和槍機框獲得沖量越小，后坐力第2波峰值變大，第3 波峰值減小，武器一個自動循環(huán)時間變長。因此，減小導氣室初始容積有利于降低武器最大后坐力，提高武器射頻。增大導氣室初始容積可以使導氣裝置氣室壓力顯著降低，利于導氣裝置強度設計且對導氣室壓力沖量改變并不顯著。導氣室初始容積由5 cm3增加為原來5 倍，變?yōu)?5 cm3，壓力沖量降為原來85%，武器系統(tǒng)最大后坐力只增加101 N. 所以，通過調(diào)節(jié)導氣室初始容積的方法來匹配槍管后坐能量及槍機框后坐能量并不實用。

圖14 導氣室初始容積對自動機速度影響Fig.14 Impact of initial volume on automatic mechanism speed

表4 導氣室初始容積對武器性能參數(shù)影響Tab.4 Impact of gas-chamber initial volume on weapon system performance parameters

4 結(jié)論

1)結(jié)合高初速榴彈發(fā)射器口徑大及發(fā)射榴彈時槍管處于浮動狀態(tài)的特點，建立考慮熱散失及槍管浮動的變質(zhì)量熱力學計算模型。自動機運動學參數(shù)與武器后坐力的仿真計算結(jié)果與實驗結(jié)果基本吻合，證明所建立的仿真模型是正確合理的。

2)通過分析武器發(fā)射過程中自動機的動力學特性及開鎖過程的安全性，證明導氣與槍管浮動混合式自動機在高初速榴彈發(fā)射器上運用是可行的。

3)探討不同導氣裝置參數(shù)對導氣室內(nèi)氣體壓力、自動機運動特性、后坐力的影響規(guī)律。導氣孔孔徑的大小及導氣孔在槍管上的位置對自動機運動狀況及武器系統(tǒng)最大后坐力影響較大。導氣孔位置越靠近膛口，在物理結(jié)構(gòu)上導致活塞結(jié)構(gòu)尺寸和質(zhì)量增加，在計算中導氣室內(nèi)壓力沖量降低導致槍機框后坐不到位。調(diào)整導氣室初始容積能有效地降低氣室內(nèi)最大壓力，但對武器最大后坐力影響不顯著。調(diào)整導氣參數(shù)匹配槍機框及槍管后坐能量進而實現(xiàn)武器低后坐發(fā)射的原則為:導氣孔位置在文中給出的92 ～122 mm 合理調(diào)試范圍內(nèi)，導氣孔位置靠近膛口時，其孔徑相應地大一些，反之則相應減小孔徑，可以有效地將武器最大后坐力限定在恰當?shù)脑S可范圍內(nèi)，再通過改變導氣室初始容積使導氣室內(nèi)氣體壓力適中，減小火藥氣體對活塞的沖擊力使槍機框工作更為平穩(wěn)。文中給出導氣裝置參數(shù)調(diào)試范圍，對武器系統(tǒng)優(yōu)化設計有一定指導意義。

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